直流分布范文（精选7篇）
直流分布 第1篇
大功率电力电子变换装置的非线性导致直流输电系统在运行过程中存在大量谐波与无功功率,不仅严重影响系统的电能质量,还危及用户设备及周围通信系统,甚至引起系统振荡[1,2,3,4,5],因此,精确地分析与计算系统在运行过程中表征出来的谐波特性,并以此为依据设计完备的谐波抑制与无功补偿装置一直都在直流输电工程建设中占据重要的地位。
对于目前常见的12脉动直流输电系统而言,换流阀组在换相过程中会在交流系统产生各种特征谐波与非特征谐波[6],在馈入至交流电网时,换流变压器承受了全部谐波分量,并且还有相当部分的直流分量[7,8],而传统的谐波抑制与无功补偿方式只是被动地解决了交流电网的电能质量问题,对于换流变压器这个重大的直流输电电气设备所遭受的谐波污染并未起到任何抑制作用。目前的做法只能是在换流变压器设计时计及谐波容量而留出相应的裕度,并通过各种磁屏蔽技术、降噪技术和冷却装置被动地降低谐波在换流变压器中产生的危害[9,10]。
基于新型换流变压器的直流输电系统力求在靠近谐波源(换流阀组)的阀侧耦合绕组抽头处对含量较重的主要次特征谐波就近抑制,使其不经过换流变压器的电磁变换作用而馈入至网侧绕组与交流母线,试图从根本上解决谐波给换流变压器所带来的危害[11,12]。由于新系统中换流变压器的绕组联结方式发生了改变,并且采用了混合滤波方式,即针对特征谐波在阀侧绕组实施感应滤波以及针对高次谐波在交流母线实施无源滤波,则新系统的谐波特性较之传统直流输电有很大的不同。本文将通过与传统直流输电进行比较研究,揭示基于新型换流变压器的直流输电系统所具有的独特的谐波特性以及产生这种谐波特性的机理。
1 主电路拓扑结构
图1给出了用于研究新型直流输电系统谐波特性的主电路拓扑结构。
由图可知,其送端采用了新型换流变压器及其感应滤波系统,新型换流变压器阀侧绕组采用延边三角形接线,并在角接处引出抽头接入对特定次谐波进行引流的调谐装置,通过阀侧延边三角形绕组的零等值阻抗设计与调谐装置的全调谐设计,两者协调作用从而达到感应滤波的目的,而网侧并入了对高次谐波加以调谐的二阶高通滤波器HP2;受端采用的是传统换流变压器及无源滤波系统,交流侧所有的滤波装置、无功补偿装置均并接在网侧母线上。
2 谐波特性分析
2.1 新型换流变压器及其感应滤波系统谐波特性
图2给出了直流输电换流站采用新型换流变压器及其感应滤波系统所表征的谐波分布特性。
图中,箭头所示为换流桥在换相过程中所产生的5次、7次、11次、13次特征谐波电流的流通路径;全调谐装置主要起到对这4种特征谐波引流的作用,目的是为变压器感应滤波创造必要的条件。图示所表征的感应滤波的机理是:在新型换流变压器阀侧延伸绕组通过谐波电流产生谐波磁动势条件下,角接公共三角形绕组会感生相反的谐波磁动势与之相抵消。延伸绕组通过的谐波电流与角接公共绕组感生的谐波电流满足如下谐波安匝平衡关系:
式中:W3和W2分别表示阀侧延伸绕组与角接公共绕组的匝数。
同时,图2所示新型换流变压器阀侧延伸绕组与公共绕组角接点a1,b1,c1与a2,b2,c2处的电流还满足如下基尔霍夫电流定律(输入谐波电流为正,输出谐波电流为负):
由此可知,只要图2所示新型换流变压器阀侧延伸绕组与角接公共绕组的谐波电流所产生的谐波磁动势能相互平衡,就不会在网侧绕组感生谐波电流,从而起到对主要谐波在靠近谐波源(换流阀组)处就近抑制的目的。当然,感应滤波方式的实现除了引流装置的全调谐设计外,还需要角接公共三角形绕组的零等值阻抗设计[11]。换流阀组在运行过程中所产生的特征谐波电流可根据换流阀组的运行参数(触发角、换相角)以及直流系统运行参数(直流电流)求出,这种求解方法在实际工程中已经有工程计算公式可查[6],在此不再赘述。在阀侧电流已知的条件下,由上述公式可方便地求得新型换流变压器各绕组中的主要谐波电流以及角接点引出抽头处全调谐装置所通过的谐波电流。
直流输电换流站采用新型换流变压器及其感应滤波系统时所体现出来的谐波特性是:换流阀组在运行过程中产生的谐波在通过换流变压器阀侧延伸绕组时,由于阀侧公共绕组感应滤波的作用,主要含量的特征谐波被屏蔽于阀侧绕组,通过换流变压器的主要是23次、25次等含量很低的高次谐波,通过在网侧并接高通滤波器对高次谐波加以抑制,能完全保证网侧交流电源的纯净。值得说明的是,由于主要含量的谐波没有穿越新型换流变压器的网侧绕组,并且阀侧主要含量谐波电流所产生的谐波磁动势在运行过程中相互抵消,这样能大大降低谐波对换流变压器运行所造成的危害。
2.2 传统换流变压器及无源滤波系统谐波特性
图3给出了直流输电换流站采用传统换流变压器及无源滤波系统时的谐波分布。
图中,箭头所示为换流桥运行过程中所产生的全部谐波的流通路径。这些谐波在由阀侧绕组感应至网侧绕组时,满足如下谐波磁动势平衡关系:
式中:W1和W2分别表示传统换流变压器网侧绕组与阀侧绕组的匝数。
从传统换流变压器阀侧绕组经变压器电磁作用而感应至网侧绕组的谐波电流受网侧并联无源滤波装置的抑制作用,理想情况下,满足如下基尔霍夫电流定律(输入谐波电流为正,输出谐波电流为负):
上述所建立的方程组可用于分析与计算直流输电换流站采用传统换流变压器及交流无源滤波系统时谐波电流的分布特性。值得说明的是,为简化计算,本文只是讨论了无源滤波装置对谐波电流的完全抑制作用,而事实上,受系统阻抗的影响,在设计传统无源滤波装置时,是不能将滤波器达到全调谐状态的,即会有一小部分谐波穿越滤波装置而窜入交流母线,这也是传统无源滤波方式的缺陷所在。
由此可知,直流输电换流站采用传统换流变压器及交流无源滤波系统时所体现出来的谐波分布特性是:换流阀组在运行过程中产生的谐波在通过换流变压器时,由于变压器电磁变换的作用完全馈入网侧绕组,换流变压器在运行过程中必须承担所有谐波电流与谐波磁动势的作用而造成的危害。
3 理论计算与试验验证
为了进一步验证上述理论分析与仿真计算结果的正确性,针对图1所示新型直流输电系统动模试验平台,进行了相关的谐波特性测试试验。试验分2个阶段:一个阶段是新型换流变压器侧为整流,传统换流变压器侧为逆变;另一个阶段是新型换流变压器侧为逆变,传统侧为整流。测试点同为整流稳态运行时新型换流变压器与传统换流变压器的阀侧与网侧,试验波形见图4、图5。理论计算与试验结果的对比如表1所示。
通过对比分析可见,新型换流变压器与传统换流变压器阀侧相电流的波形具有相似性,这主要是由换流阀组在稳态运行时所具有的相似性决定的;而新型换流变压器网侧电流波形畸变率明显小于传统换流变压器的网侧电流波形,这主要是由于新型换流变压器在阀侧绕组实施了感应滤波,主要次特征谐波已经在阀侧绕组中得到有效抑制,馈入网侧
绕组的只有少量高次谐波,而采用传统换流变压器时只能在交流网侧进行滤波,所有谐波均由阀侧绕组通过变压器的电磁变换馈入网侧绕组。由于谐波不能在变压器内部得到抑制,因此其网侧绕组电流畸变率较之新型换流变压器网侧绕组大很多,这进一步证实了理论计算模型计算结果的正确性。
图6和表2进一步给出了传统方案和新型方案电网侧的电压与电流波形及相关测试数据。
由此可见,通过在传统换流变压器网侧并接无源滤波装置,虽然对谐波电流有一定的抑制效果,但这种滤波效果由于受到无源滤波器固有的偏调谐及系统阻抗的影响,其滤波效果并不太理想,甚至发生了7次谐波电流的放大,而感应滤波由于全调谐的作用,在阀侧绕组已经实现了谐波的有效屏蔽,因此,网侧绕组及交流电网中谐波含量很少,这也是感应滤波的优越之处。图4(b)、图5(b)及表1、表2中的相关测试结果充分验证了感应滤波的这种优越的谐波屏蔽性能。
4 结语
基于新型换流变压器的直流输电系统在运行过程中所表征出来的谐波特性不同于传统的直流输电系统。换流阀组在换相过程中所产生的主要谐波电流在通过新型换流变压器及其感应滤波系统时,由于受到阀侧耦合绕组谐波安匝平衡的作用,被抑制于阀侧绕组与配套全调谐装置之中,只有少量的高次谐波通过阀侧绕组馈入网侧;而传统直流输电系统中,所有谐波电流完全通过传统换流变压器的阀侧绕组而馈入网侧绕组及交流电网。本文通过理论计算与试验结果分析,验证了基于新型换流变压器的直流输电系统谐波特性的数学模型的正确性,表明感应滤波技术具有良好的谐波屏蔽效果,能从根本上解决谐波给换流变压器运行带来的危害,这是传统无源滤波方式与有源滤波方式不能解决的。
摘要：研究直流输电系统的谐波特性有助于分析谐波在电气设备、系统中的分布特点和谐波对电气设备的作用程度。介绍了一种基于新型换流变压器的直流输电系统及其采用的感应滤波技术,建立了采用新型换流变压器及其感应滤波系统和采用传统换流变压器及其交流无源滤波系统时表征直流输电系统谐波特性的数学模型,并从理论上对比分析了2种滤波技术对直流输电系统谐波特性的影响,表明感应滤波技术能在阀侧绕组有效实现谐波屏蔽,从而避免传统滤波方式在网侧实施谐波抑制给换流变压器带来的不利影响。通过动模试验验证了理论分析的正确性。
关键词：直流输电,谐波特性,新型换流变压器,感应滤波
参考文献
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直流系统分布电容对继电保护的影响 第2篇
由于电路的分布特点而具有的电容叫分布电容.例如线圈的相邻两匝之间, 两个分立的元件之间, 两根相邻的导线间, 一个元件内部的各部分之间, 都具有一定的电容.它对电路的影响等效于给电路并联上一个电容器, 这个电容值就是分布电容.由于分布电容的数值一般不大, 在低频交流电路中, 分布电容的容抗很大, 对电路的影响不大, 因此在低额交流电路中, 一般可以不考虑分布电容的影响, 但对于高额交流电路, 分布电容的影响就不能忽略不计了。 在直流系统中, 分布电容的存在对经长电缆跳闸的回路和出口继电器误动都有很大影响。
2 电缆的分布电容
电缆足够长以后芯线对屏蔽、芯线对芯线的分布电容都不能忽略, 它们的分布电容大小是由它们在空间的相互距离、极板 (导线表面) 的大小及它们之间的介质决定的。因此, 可以按它们的空间布置假设有如下电容组成, 用C0代表1根芯线对屏蔽的分布电容, 用C1代表两相邻芯线之间的分布电容, 用C2代表两不相邻芯线之间的分布电容。由此, 可以得到4芯和7芯的等效分布电容结构见图1、图2。由于, 4芯电缆相对2芯距离比相邻2芯远, 可用不同的电容C1和C2表示, 7芯电缆都按相邻芯表示, 不相邻芯线之间的分布电容忽略不计。
3 分布电容的影响
3.1 引起保护误动
微机保护及集成型断路器操作箱的广泛应用, 保护的重要输入光耦及操作箱的手跳及三跳继电器等的驱动功率普遍较小, 当变电站或电厂升压站保护室与被控设备距离较远, 控制电缆距离较长时, 经常在系统有扰动时由于长电缆的电容分布效应引起设备误动, 造成电网事故。特别是大型的发电厂, 此现象更加严重。
某500kV变电站线路保护RCS-931DM保护定值修改后, 压板电位测试过程中, 万用表由于长时间开启而自动屏蔽电源, 在其操作重新开机切换档位时, 万用表档位短时切过至“低电阻”档位, 发生开关A相跳闸, 站内监控机显示站内此时无直流接地及其他异常信号发出。
引起保护跳闸的主要因素:
1) 测量压板电位, 短时间造成一点接地。
2) “绝缘监测装置”在测量直流系统绝缘时, 对地电压, 波动太大。
3) 直流系统中, 存在对地电容。
如图4 某保护装置, 外部非电量强电光耦开人, 由于分布电容C-的存在, 在R处发生单点接地时, 可能引起误开入使保护误动。
可见, 传统观点认为直流系统发生一点接地不会引起保护误动是不正确的。由于大的分布电容的存在, 和部分继电器的动作电压、功率的过小都有引起保护误动的可能。
3.2 对接地查找仪器带来误差
便携式接地查找设备, 不管是注入低频交流信号, 还是通过直流系统本身的电源产生交变直流信号, 能否探测出接地点, 其中很关键的一点在于探测器抗分布电容的能力。假如某变电站, 分布电容50uF, 接地电阻30KΩ, 注入信号频率为0.5Hz, 对地容抗只有6.4KΩ, 显然, 是难以区分出接地支路的;而当某支路的分布电容为5 uF时, 其对地容抗为64KΩ, 也很容易误判为多点接地的故障支路。
由于低频信号接收器只能判断有无低频信号, 并不能区分是阻性电流还是容性电流。所以要区别故障电流回路与非故障电流回路就比较困难, 特别是故障电流回路中既含有阻性的接地电流, 又包含有容性的分布电容电流时。发电厂变电站里直流系统接地一般是由绝缘老化或潮湿绝缘降低引起的。这些都是经过渡电阻接地很少有直接金属接地的。
4 降低分布电容的影响
可见, 分布电容是引起保护一点接地时误动和一些测量误差的必要条件。分布电容真实存在, 其大小决定了对保护设备的影响程度。在当前制造工艺下, 电缆的百米分布电容较为固定, 系统的分布电容就取决于电缆的分布和长度。降低分布电容的影响是通过提高保护和测试装置的可靠性和采取抗分布电容的方法。
分布电容引起保护一点接地时误动, 往往是由于保护元件动作电压过低或动作功率较小所致。实验表明出口继电器动作电压大于55%, 小于70%, 动作功率大于5W能有效预防类似事件的发生。为了防止光耦回路的误导通, 所有涉及到失灵及母差直跳、非电量直跳回路的开入可以一律采用双开入的强电中间继电器, 采用出口继电器的相同防范措施, 由中间继电器接点对直跳回路进行开入重动。接地查找仪器往往采用注入极低频率信号的抗抗分布电容方法。例如信号源注入信号频率低至0.125Hz, 抗分布电容高达1200 KΩ/ uF, 大大减少容性电流成份。同时测量支路电流的幅值与相位, 去除容性电流后, 计算支路电阻。
5 结论
分布电容的大小因站而异, 在有条件时应实测本站分布电容值, 建立基础数据, 特别是以前曾经发生过一点接地保护误动的厂站, 应认真分析, 采取必要的防范措施。
摘要：介绍了分布电容的定义、特点, 及其对继电保护影响, 提出改进建议。
多储能直流微电网的分布式控制分析 第3篇
随着集中式发电的有效补偿机构逐渐完善, 基础的分布式控制结构也开始逐渐优化, 在直流微电网内运行基础的分布式控制, 既能, 满足电源管理结构的完整, 并且对基础的可再生资源进行最优化的使用, 也能有效实现分布式电源的便捷操作。直流微电网的高速发展需要相关技术人员借鉴交流微电网技术, 由于不需要对基础电压相位以及频率进行实时的跟踪, 整体系统的控制结构较于交流微电网更加快捷便利, 并且整体系统的能耗比较小, 更加易于扩展, 也非常适用于分布式电源以及负载项目的接入。
2 直流微电网的基本构成以及分布式控制模型
2.1 直流微电网的基本构成
直流微电网的基本构成在实际的电力结构中, 直流微电网结构具有非常实用的价值, 受到了广大电力发展企业的青睐, 主要的结构见图1。
基本的直流微电网主要利用的就是节点之间的直流换流器, 不仅包括基础的分布式能源, 也包括基础的储能系统以及负荷。能对间歇性分布式电源运行结构进行优化的项目维护, 促进整体最大功率的优化输出, 能有效控制整个结构的建立健全, 并且对于基础的节点电压调节, 相关系统并不参与, 主要控制的就是基础的电流, 相当于整个结构的电流源。
2.2 微电网的分布式控制模型
对于由多个基础端口构成的直流微电网来说, 要实现整体结构的运行舒畅, 就要采取集中化的结构控制, 保证各种基础方法协调运行, 从而控制各个基础节点形成数据的集成, 但是这样的运行结构对于基础网络的宽带要求非常高, 要实现全面结构的顺畅才能建立基本的分布式控制, 只要有一个环节出错, 都会造成通信通道受到阻碍, 使得全网信息输送失败。因此, 相关设计以及管理人员要优化运行分布式控制管理, 保证相邻节点进行基础信息的传递, 形成的是两点间的网络以及疏松性网络构架, 不仅能提升基础安全性, 也能实现全网络内部的一致性响应。能保证就算是个别线路受阻, 也不会影响整体直流微电网的整体稳定性。在实际运行结构中, 信息呈现的方式不是双向传递的, 而是利用普拉斯矩阵特征值进行基础直流微电网动态响应, 并且在实际项目运行结构中, 真正实现了输入节点权重的总和等于输出节点权重的总和, 形成最为基本的平衡态。
另外, 基础的分布式控制包括两方面, 一方面是平均电压控制环节, 相关技术人员要进行集中化的技术操作, 保证整体系统的平均电压得到有效的管控。主要操作就是, 利用相应技术使整个直流微电网的基础节点的电压恢复到基础参考值, 并进行变化进程的直接控制, 以避免由于下垂控制时产生的电压偏移。并且, 要在整体控制操作过程中利用基础的PI环节, 强化基础电压的补偿量, 以保证额定电压以及平均电压之间不良偏差的消除, 基础平均电压的计算方式采取分布式控制结构, 主要利用的公式就是:
并且相关设计人员要按照基本的PI环节进行操作, 已实现有效的电流补充量的增加, 并且有效实现本地基础电流和平均电流不良偏差的消除。整体电流控制结构和电压控制结构很相似, 要将基础的蓄电池的整体荷电结构和状态作为基础的控制对象, 有效利用相应技术进行直流微电网内荷电状态的有效平衡, 从而提高整体蓄电池的使用效率, 从根本上延长其使用寿命。
也就是说, 在实际分布式控制结构中, 不仅要集中力度监管和维持基础系统中的电压水平, 也要按照基础负荷合理化的分配整体系统中的荷电状况, 从而进一步优化整体系统的分布式控制。
3 两储能直流微电网的稳定性讨论
在进行基础的项目运行稳定性讨论的过程中, 要针对直流微电网中基础蓄电池的线性方程以及直流母线侧KCL关系进行状态方程的表述, 才能通过基础的系统分析判断整体系统的稳定性。在分析中要参见表1。
系统中两蓄电池的基础电池荷载情况以及状态一致时, 基础的系统特征值在负数阶段, 系统呈现的就是稳定状态, 若基础的特征根实部转化成正, 则系统处于不稳定状态。
4 结束语
总而言之, 相关技术人员要集中优化相应技术的升级, 集中力度关注直流微电网的基础储能系统, 并集中针对相应的分布式控制结构进行项目分析和提高, 利用相应的技术进行分布协调控制策略的优化运行。相关操作要实现平均电压控制以及功率有效控制的协调运行, 才能真正助力整体系统提高稳定性。
参考文献
直流分布 第4篇
直流架线式电机车是矿井中直流杂散电流的主要来源,较大的杂散电流不仅会导致雷管发生早爆,还会引起瓦斯爆炸,腐蚀电缆外皮和风、水管路[1], 甚至导致井下检漏装置发生误动作,严重影响井下安全生产[2]。据统计,在我国煤矿机电事故中,杂散电流引发的火灾和瓦斯爆炸事故占25%~35%。
国内外对杂散电流的研究至今已有百年历史, 大部分集中于地铁轨道、市政管道等处的杂散电流研究,关于煤矿井下杂散电流没有系统的理论研究。 以往的相关研究模型主要为集中参数模型,从宏观上对杂散电流进行计算,具有简洁高效的特点,与空间位置无关,在对空间位置分布没有要求的条件下具有其优势。而实际中不仅仅需要考虑总的杂散电流的大小,同时需要考虑的是杂散电流在各个位置的分布,这时集中参数模型就不再适用,应用分布参数模型则可以很好地解决这个问题。本文以井下实际环境条件为背景,通过直流杂散电流的产生机理, 建立更加接近实际情况的杂散电流分布参数模型, 通过仿真计算,对比在参数变化情况下杂散电流的变化,确定了影响井下直流杂散电流的参数,为煤矿井下杂散电流的防治提供理论支撑。
1杂散电流的产生机理以及数学模型的建立
在井下架线电机车运输系统中,考虑到经济因素,钢轨不仅被用来作为运行用轨道,而且被作为负载回路[3],因为这样就不 需要额外 再安装回 路[4]。 然而钢轨由于自身连接以及环境因素的影响,与大地不可能完全绝缘,并且随着时间推移,钢轨由于潮湿氧化等因素使轨道与大地绝缘性能降低;由于回流轨道存在电气阻抗,牵引电流在回流轨道中产生压降的同时,回流线对周围土壤介质、地下管道以及线路均会产生一定的漏泄电流,漏泄电流沿埋设管线等介质重新回到铁轨,形成直流杂散电流[5,6]。
实际杂散电流由于受水分、空气等环境因素影响,其分布极其复杂。为了更简化地处理问题,在建立模型前做以下几点假设:轨道电阻均匀分布;轨道与大地过渡电阻均匀分布;大地电导特性均匀。
假设有一台电机车,已知电机车的位置以及电机车负载电流,建立直流电机车的供电系统简图,如图1所示。
I电机车负载电流 ; IG流过轨道的电流 ; ID流经大地的电流
假设轨道电阻、大地电阻以及轨道与大地之间的过渡 电导都是 由许多无 穷小的集 总元件组 成[7,8],所得等值电路如图2所示。
设变电所到电机车的供电区间长度为L,从变电所距机车x处取一微元dx,其微元等效电路如图3所示。
U G ( x ) 任意位置轨道对地的电位 ; R G 单位长度轨道的纵向 ; R D 单位长度大地纵向电阻 ; g 0 轨道对地的过渡电导 ; I G ( x ) 任意位置流过轨道的电流 ; I D ( x ) 任意位置的大地电流
由图2可得
对图3中的回路应用基尔霍夫电压定律可得
整理得
将式(1)代入式(3)得
根据基尔霍夫电流定律,有
整理得
由式(6)得
略去无穷小量得
式(8)为一个二阶线性微分方程,它的解为
考虑边界条件IG(0)=-I,IG(L)=-I,代入式(9)可解得
将上述计算结果代入式(9)得
将式(11)带入式(6)得轨道电压为
流入大地的杂散电流为Iz(x)=-ID(x),即
2杂散电流影响因素仿真分析
在建立杂散电流分布参数数学模型的基础上, 对轨道电流、轨道电位以及杂散电流分布进行仿真并研究各个参数对它们的影响。仿真时各参数的取值范围[9]见表1。
2.1机车电流对杂散电流的影响
设g0=0.07 S/km,RS=0.02 Ω/km,L = 2.5km,RD=0.001Ω/km,通过改变机车负载来观察沿线轨道电位以及杂散电流的分布规律。
图4、图5分别对应在2.5km范围内相同轨道位置处轨道电压和杂散电流随机车电流变化的分布规律。
从图4和图5可以看出,在相同环境条件下,在轨道的任意位置处,随着机车负载电流的增大,轨道电位成比例地线性增加,同样,杂散电流也随负载电流的增加成比例地线性增加。由此可以得出,机车负载电流是影响杂散电流的重要因素。机车负载电流对杂散电流的影响较大,通过调节机车的负载电流来控制杂散电流是一种有效的手段。
减小机车电流不会改变杂散电流回流点的位置,但是从上述分析结果可以看出,机车的负荷电流越大,则轨道电位以及相应的杂散电流就越大。机车的负载电流与牵引系统电压、负重量、变电所供电距离等很多因素相关,通常情况下减小机车的负载电流是较困难的。采用较高的系统电压是一种减小负荷电流的有效方法,根据功率的关系(P=UI)可以知道,在功率不变的情况下,提高直流牵引电压, 则电流会按电压升高比例相应下降。
2.2供电区间长度对杂散电流的影响
取g0=0.07S/km,RD=0.001 Ω/km,I= 100A,RG=0.02Ω/km,通过改变机车与变电所的供电区间长度来观察沿线轨道压降、杂散电流的分布规律。
图6、图7分别对应在相同轨道位置处轨道电压和杂散电流随机车与变电所供电区间长度变化的分布规律。
从图6可以看出 ,随着L的增大 ,轨道电位 线性增加;从图7可以看出,在轨道的中间位置处,杂散电流达到最大值,在L=1.5km与L=3km时, 最大杂散电流相差0.05 A,达到最大 杂散电流 的33%(0.15A),变化幅度比较大;同时,随着L的增加,任意位置点杂散电流也相应地线性增加,特别是在轨道的中间位置处容易引起过大电流,给井下工作带来极大风险。所以,机车与变电所的供电区间长度也是影响杂散电流的重要因素之一。
过大的供电区间长度会使杂散电流的返回路径变长,这样接触电压就会增大,从而杂散电流也就越大。所以,缩短供电 区间长度 是减小杂 散电流的 一种有效方法。
2.3大地纵向电阻对杂散电流的影响
取RG=0.02 Ω/km,g0=0.07 S/km,I= 100A,L=2km,通过改变RD来观察沿 线轨道压 降、杂散电流的分布。
图8和图9分别对应在相同轨道位置处轨道电压和杂散电流随RD变化的分布规律。
从图8、图9可以看出,在相同的轨道位置处, 随着大地纵向电阻增大,轨道电位、杂散电流的变化几乎为平行直线,基本没有量上的变化。由此可见, 杂散电流分布几乎不受大地纵向电阻的影响。
2.4轨道电阻对杂散电流的影响
取 RD=0.001Ω / km , I=100A , g0=0.07S / km ,L=2km,通过改变RG来观察沿线轨道压降、杂散电流的分布。
图10和图11分别对应在相同轨道位置处轨道电压和杂散电流随RG变化的分布规律。
从图10和图11可以看出,随着轨道电阻的增大,轨道电压、杂散电流也都相应地线性增加。从数值上来看,在1km处,在RG=0Ω/km时杂散电流为0A,在RG=0.1Ω/km时杂散电流为0.35A,最大相差0.35A,变化幅度比较大,可以说杂散电流的增量主要是由RG的变化引起的,可见轨道电阻对杂散电流的分布有很大影响,是影响杂散电流的重要因素之一。
上述分析表明,随着轨道电阻增大,接触电压以及相应杂散电流提升比较显著。因此,非常有必要采取措施来减小轨道的电阻。目前常用的方法是使用横截面较大的钢轨,保证焊接工道尽可能无缝连接,这样就可以有效减小轨道的电阻。
2.5轨道与大地过渡电阻对杂散电流的影响
取L=2km,RG=0.02Ω/km,I=100A,RD= 0.001Ω/km,通过改变R来观察沿线轨道压降、杂散电流的分布,其中R=1/g0。
图12和图13分别对应在相同轨道位置处轨道电压和杂散电流随R变化的分布规律。
从图12和图13可以看出,当R从0Ω/km增加到1Ω/km过程中,轨道电位从1.25 V增加到2V,轨道电压的变化幅度明显大于其他区段;在轨道中心位 置处,最大杂散 电流急速 减小,几乎达40A。当R从1Ω/km开始增加时,轨道电位以及杂散电流的变化趋于平缓,变化非常小。从上述分析还可以看出,虽然增大轨道与大地间的过渡电阻并不会降低轨道的电位,但是对杂散电流的影响显著。所以,维持轨道与大地过渡电阻在安全范围内是十分必要的,在安全范围内,过渡电阻对杂散电流的影响十分微小,增大轨道与大地间绝缘电阻是消除杂散电流的必要措施。增大轨道与大地间过渡电阻的措施包括:安装轨道绝缘;将轨道隔离分区,各个区域单独引回流线;给轨道铺设道渣并添加防腐剂,保证道床不受潮湿环境以及地下水的侵蚀。
3结语
从分析杂散电流的产生机理出发,在假定各个电阻均匀分布的条件下,采用分布参数建立了煤矿井下直流杂散电流的数学模型,该模型可以从理论上计算出轨道电位和杂散电流的分布值;得出了影响杂散电流分布的几个主要因素:机车负荷电流、供电区间长度、轨道电阻以及过渡电阻;对比在参数变化情况下杂散电流的分布规律,确定了影响井下直流杂散电流的参数,通过改变影响杂散电流的几个参数来达到减小杂散电流的目的;并提出了具体可行的杂散电流防治措施。
摘要：直流杂散电流是引起井下瓦斯爆炸的重要原因之一,对煤矿安全生产具有很大威胁。针对这一问题,从杂散电流的产生机理着手,建立了井下直流杂散电流的分布参数模型;在该模型的基础上,仿真分析了各个参数对杂散电流的影响,得出了如下结论:随着机车电流的增加、供电区间的延长及轨道电阻的增大,杂散电流也会线性增加,可通过减小机车电流、缩短供电区间长度及减小轨道电阻来减小杂散电流;轨道与大地间过渡电阻低于安全值时会造成杂散电流急剧增大,保证轨道与地之间的绝缘是限制杂散电流的一种有效措施。
直流分布 第5篇
同塔双回高压直流输电线路已应用于我国“溪洛渡”西电东送工程,该工程具有输电走廊占地面积少、建设速度快、输送能力强、节省投资等优势。国内相关机构研究了同塔双回直流线路的极性布置、空间离子电流密度、控制保护策略、感应电压及电流等技术[1,2,3]。 线路参数的理论计算方法主要采用经典的CARSON公式,因沿线大地电阻率的不断变化,采用该方法计算长距离同塔双回线路参数时理论计算值与实际值具有较大的误差[4]。 为此,同塔双回高压直流输电线路系统仿真、继电保护整定、线路故障测距等所需线路参数以实际测量值为准[5,6,7,8,9,10]。
对于交流同塔双回线路,国内已采用基于全球定位系统(GPS)的带电测量方法进行了互感线路参数的测试,该方法测量线路参数时存在并行线路两端测量装置安装困难和相量测量单元(PMU)采样精度低的问题[11,12,13]。 传统单端法采用双曲函数泰勒级数展开式的前几项近似逼近中等长度线路,能够有效地提高线路参数的测量精度,但对于长距离高压输电线路有限项泰勒级数的截断误差随线路增长而增大[14,15,16]。 文献[17-18]提出了一种基于区内发生缺相运行状态测量计算交流线路正、负、零序参数的方法,在电力系统安全稳定运行的前提下该方法要求运行单位将线路处于非全相运行状态进行线路参数测量的现实操作性极小。 针对目前国内外未见同塔双回直流线路参数测试方法的现状,结合上述传统交流线路参数测量方法存在的不足,提出同塔双回高压直流输电线路分布参数测试方法。
本文建立同塔双回高压直流输电线路分布参数的物理模型,结合同塔双回直流线路末端对地开路、短路接地的边界条件,推导同塔双回线路不同组合方式下线路分布参数的数学方程组,给出同塔双回高压直流输电线路单位长度电阻、自电感、自电容、耦合电容及耦合电感测量计算的解析公式,搭建长线路直流线路等值实验模型,验证高压直流输电线路分布参数测量方法测量精度的可靠性,并开展牛寨至广东 ±500 k V同塔双回直流线路及接地极线路参数的测试与分析。
1 同塔双回高压直流输电线路分布参数计算模型
同塔双回高压直流输电线路分布参数计算模型如图1 所示。 假设同塔双回高压直流输电线路为均匀的平行传输线,在线上任一点x处取线元dx,因线元dx远小于波长,可采用集中参数电路进行线元dx的计算。 假设导线A1、A2、B1、B2的自感LA1D、LA2D、LB1D、LB2D相等;各导线的对地电容CA1D、CA2D、CB1D、CB2D相等;各导线的电阻值和对地电导均分别为R和G;导线A1和A2的互感MA1A2等于导线B1和B2的互感MB1B2;导线A1和B1的互感MA1B1等于导线A2和B2的互感MA2B2;导线A1和B2的互感MA1B2等于导线A2和B1的互感MA2B1;导线A1和A2的耦合电容CA1A2等于导线B1和B2的耦合电容CB1B2;导线A1和B1的耦合电容CA1B1等于导线A2和B2的耦合电容CA2B2;导线A1和B2的耦合电容CA1B2等于导线A2和B1的耦合电容CA2B1。
当同塔双回高压直流输电线路导线A1、A2、A3和A4首端短路,施加频率为 ω 的单相电源时,根据基尔霍夫定律建立电路方程,采用常微分方程进行求解,得到:
其中,UA1(0)、UA2(0)、UB1(0)、UB2(0)和IA1(0)、IA2(0)、IB1(0)、IB2(0) 分别为导线A1、A2、B1、B2首端x = 0 处的电压和电流。
当高压直流输电线路末端x = l处开路时,各导线末端电流IA1(l)、IA2(l)、IB1(l)、IB2(l)都为0,测量各导线首端x = 0 处的电压U1A1(0)、U1A2(0)、U1B1(0)、U1B2(0),以及各导线首端电流I1A1(0)、I1A2(0)、I1B1(0)、I1B2(0)。 当高压直流输电线路末端x = l处短路接地时,各导线末端电压UA1(l)、UA2(l)、UB1(l)、UB2(l)等于0,测量各导线首端x=0 处的电压U2A1(0)、U2A2(0)、U2B1(0)、U2B2(0),以及各导线首端电流I2A1(0)、I2A2(0)、I2B1(0)、I2B2(0)。 将上述测量量代入式(1)整合后得到式(2)。
当同塔双回高压直流输电线路导线A1和A2首端短路,导线B1和B2首端短路,施加频率为 ω、相位相差180° 的两相对称电源时,根据基尔霍夫定律建立电路方程,采用常微分方程进行求解,得到式(3)。
其中,U3A1(0)、U3A2(0)、U3B1(0)、U3B2(0)和I3A1(0)、I3A2(0 ) 、I3B1(0)、 I3B2(0)分别为高压直流输电线路末端x = l处于开路时各导线首端的电压和电流;U4A1(0)、U4A2(0)、U4B1(0)、U4B2(0)和I4A1(0)、 I4A2(0)、I4B1(0)、I4B2(0)分别为高压直流输电线路末端x=l处短路接地时各导线首端的电压和电流。
当同塔双回高压直流输电线路导线A1和B1首端短路,导线A2和B2首端短路,施加频率为 ω、相位相差180° 的两相对称电源时,根据基尔霍夫定律建立电路方程,采用常微分方程进行求解,得到式(4)。
其中,U5A1(0)、U5A2(0)、U5B1(0)、U5B2(0)和I5A1(0)、 I5A2(0)、I5B1(0)、U5B2(0) 分别为高压直流输电线路末端x = l处开路时各导线首端的电压和电流;U6A1(0)、U6A2(0)、U6B1(0)、U6B2(0)和I6A1(0)、I6A2(0)、I6B1(0)、I6B2(0)分别为高压直流输电线路末端x = l处短路接地时各导线首端的电压和电流。
当同塔双回高压直流输电线路导线A1和B2首段短路,导线A2和B1首端短路,施加频率为 ω、相位相差180° 的两相对称电源时,根据基尔霍夫定律建立电路方程,采用常微分方程进行求解,得到式(5)。
其中,U7A1(0)、U7B1(0)、U7A2(0)、U7B2(0)和I7A1(0)、I7A2(0)、I7B1(0)、I7B2(0) 分别为高压直流输电线路末端x = l处开路时各导线首端的电压和电流;U8A1(0)、U8A2(0)、U8B1(0)、U8B2(0)和I8A1(0)、I8A2(0)、I8B1(0)、I8B2(0)分别为高压直流输电线路末端x=l处短路接地时各导线首端的电压和电流。
联立式(2)—(5),得到高压直流同塔双回输电线路单位长度的电阻、自电感、自电容、耦合电容、耦合电感如式(6)所示。
2 同塔双回高压直流输电线路分布参数测量方法的验证与应用分析
2.1 测试方法实验模型的验证与分析
为验证上述同塔双回高压直流输电线路分布参数测试方法的有效性,搭建了等效直流输电线路1 000 km的实验模型,分别在实验模型中对无干扰信号、50 Hz干扰信号、300 Hz干扰信号3 种工况下的分布参数进行测量,测量信号的频率分别为55 Hz、100 Hz、200 Hz、300 Hz等10 个频率段,测量结果如表1 所示。 不同测试频率下,50 Hz干扰信号时的电阻值与无干扰信号的测量结果最大误差为7.3 %,最小误差为1.3 %;不同测试频率下,300 Hz干扰信号时的电阻值与无干扰信号的测量结果最大误差为5.3 %,最小误差为3.4 %。 不同测试频率下,50 Hz干扰信号时的电感值与无干扰信号的测量结果最大误差为1.3%,最小误差为0.3%;不同测试频率下,300 Hz干扰信号时的电感值与无干扰信号时的测量结果最大误差为1.6%,最小误差为0.6%。 因此,基于等效直流输电线路1000 km实验模型分布参数测量结果表明该测量方法具有可靠的精度,满足工程误差要求。
2.2牛寨至广东同塔双回高压直流线路参数测试与分析
结合牛寨至广东同塔双回高压直流工程,该线路全长1 225 km,导线类型JL / G1A - 900 / 75,分裂数为4。 采用异频法(40 ~ 60 Hz),分别将逆变站的双极四导线处于对地开路、短路接地的方式,在整流站对正序组合(组合1 为甲1 和甲2 短接且乙1 和乙2短接;组合2 为甲1 和乙2 短接且乙1 和甲2 短接;组合3 为甲1 和乙1 短接且甲2 和乙2 短接)施加幅值相等、相位互差180° 的电源,记录各种方式下的导线首端的电压、电流相量;将逆变站的双极四导线分别处于对地开路、短路接地的状态,在整流站短接甲1、甲2、乙1 和乙2,施加幅值相等、相位相等的电源,记录导线首端的电压、电流相量。 牛寨至广东同塔双回高压直流线路分布参数测量值如下。
a. 自参数测量值: 电阻为0.009 6 Ω / km, 自电感为2.0686 m H / km,自电容为0.0028 μF / km。
b. 耦合电感测量值:甲1 对甲2 为2.3981 m H / km;甲1 对乙1 为2.2689 m H / km;甲1 对乙2 为2.2818m H / km。
c. 耦合电容测量值:甲1 对甲2 为0.0063 μF / km;甲1 对乙1 为0.0063 μF / km;甲1 对乙2 为0.0064μF / km。
所得结果表明:单位长度导线电阻值为0.009 6Ω / km;单根导线的自感小于线路间互感,其最大差值为0.3295 m H / km;单根导线的自电容小于各回导线间的耦合电容,其最大差值为0.003 6 n F / km,线间耦合电容基本相等。
2.3 牛寨换流站同塔双回直流接地极线路参数测试与分析
牛寨换流站同塔双回接地极线路全长123km,导线类型NRLH60GJ-300 / 40,分裂数为2。 采用异频法(40 ~ 60 Hz),分别将接地极本体处的2 组导线处于对地开路、短路接地(将接地点引至接地极本体,禁止将接地点直接接在终端塔的接地网)的方式,在牛寨换流站进行不同组合方式下的开路阻抗和短路阻抗测量,通过计算得到牛寨换流站高压直流接地极线路参数测量值如下。
a. 自参数测量值:电阻为0.053 Ω / km,自电感为2.836 2 m H / km,自电容为0.002 5 μF / km。
b. 耦合电感测量值:甲1 对甲2 为1.6400 m H / km;甲1 对乙1 为1.6684 m H / km;甲1 对乙2 为1.6723m H / km。
c. 耦合电容测量值:甲1 对甲2 为0.0083 μF / km;甲1 对乙1 为0.0041 μF / km;甲1 对乙2 为0.0049μF / km。
结果表明:单位长度导线电阻值为0.053 Ω / km;单根导线的自感大于线路间互感,其最大差值为1.196 2 m H / km;单根导线的自电容小于各回导线间的耦合电容,其最大差值为0.0058 n F / km,线间耦合电容最大差值为0.0042 n F / km。
2.4 从西换流站同塔双回直流接地极线路参数测试与分析
从西换流站高压直流工程接地极线路全长144km,导线类型NRLH60GJ-300 / 40,分裂数为2。 采用异频法(40 ~ 60 Hz),分别将接地极本体处的2 组导线处于对地开路、短路接地(处理方式同牛寨站接地极)、在从西换流站测量不同组合方式下的开路阻抗和短路阻抗值,通过计算得到从西换流站高压直流接地极线路参数测量值如下。
a. 自参数测量值:电阻为0.053 Ω / km,自电感为3.131 8 m H / km,自电容为0.002 5 μF / km。
b. 耦合电感测量值:甲1 对甲2 为2.73m H / km;甲1 对乙1 为2.66 m H / km;甲1 对乙2 为2.65 m H/ km。
c. 耦合电容测量值:甲1 对甲2 为0.0086 μF / km;甲1 对乙1 为0.0044 μF / km;甲1 对乙2 为0.0054μF / km。
结果表明:单位长度导线电阻值为0.053 Ω / km;单根导线的自感大于线路间互感,其最大差值为0.481 8 m H / km;单根导线的自电容小于各回导线间的耦合电容,其最大差值为0.006 1 n F / km,线间耦合电容最大差值为0.0042 n F / km。
3 结论
a. 建立了同塔双回高压直流输电线路分布参数的物理模型,提出了在线路首段分别施加幅值相等、相位互差180° 的正序电源测量正序组合(组合1 为甲1 和甲2 短接且乙1 和乙2 短接;组合2 为甲1 和乙2 短接且乙1 和甲2 短接;组合3 为甲1 和乙1 短接且甲2 和乙2 短接)的开路阻抗和短路阻抗;并在线路首段分别施加幅值、相位都相等的零序电源测量零序组合(甲1、甲2、乙1、乙2 短接)的开路阻抗和短路阻抗,代入方程组计算同塔双回高压直流输电线路单位长度电阻、自电感、自电容、线间耦合电容、线间耦合电感。
b. 搭建了等效直流输电线路1 000 km的实验模型,开展了在无干扰、50 Hz干扰及300 Hz干扰下10 个不同测试频率的线路参数测量,电阻和电感测量结果的最大误差分别为7.3%和1.6%,验证了本文提出的同塔双回高压直流线路参数测试方法的有效性。
c. 将高压直流线路参数测试方法应用于牛寨至广东高压直流同塔双回输电线路、牛寨换流站接地极同塔双回线路、从西换流站接地极同塔双回线路参数测量。 结果表明:牛寨至广东高压直流同塔双回输电线路单根导线的自感、自电容都分别小于线路间互感和互容,线间耦合电容基本相等;牛寨及从西换流站接地极同塔双回线路单根导线的自感大于线路间互感,单根导线的自电容小于各回导线间的耦合电容。
摘要：为提高同塔双回高压直流输电线路分布参数的测量精度,建立了同塔双回高压直流线路分布参数的物理模型。对同塔双回直流线路进行不同方式的组合,推导了各组合方式下求解线路分布参数的数学方程组。将所提方法应用于牛寨至广东高压直流同塔双回输电工程中,结果表明:牛寨至广东高压直流同塔双回输电线路单根导线的自感、对地电容都分别小于线路间耦合电感和耦合电容,线间耦合电容基本相等;牛寨换流站及从西换流站接地极同塔双回线路单根导线的自感大于线路间互感,单根导线的对地电容小于线间的耦合电容。
直流分布 第6篇
1. 交流电网的现状
在费郎蒂设计出了交流电站之后, 交流电在人们的日常生活中得到了广泛地应用, 它之所以能够在短时间内走进人们的生活, 原因大致可以分为3点。其一是, 交流发电机利用电磁感应的原理, 将大自然赐予我们的水流能、风能等等可持续性发展的能源, 转化为生活所需的电能;其二, 与直流变电站相比, 交流变电站所需的费用会少很多, 在造价上更为低廉;其三, 交流电可以直接通过变压器进行升压和降压, 这给电力的配送带来了极大的方便。
虽然交流电的获取与配送有着很多的优点, 但是, 凡事都有利与弊, 交流电也存在着很多的缺点, 这个同样也可以概括为3个主要方面。一方面, 交流电在运输过程中, 会受到距离的限制。在进行交流输电时, 除了会有因为导线的电阻消耗一部分能源之外, 还会有交流感抗的消耗, 这就在很大程度上限制了交流电的传输距离;另一方面, 交流电的年耗能非常巨大。交流电在使用过程中, 除了阻抗会消耗一部分的功率, 电抗的能耗问题也很严重, 这就造成了很多能源的浪费;最后一点, 交流电的两端系统需要同时运行。交流电在传输的过程中, 还会在两端的传输系统产生电流的相位差, 这时, 如果不同时运行两个系统, 就可能造成设备的损耗, 甚至造成大面积的停电现象。
2. 高压直流输电
在交流电的使用进行到一个阶段之后, 人们逐渐发现了很多无法解决的问题, 因此, 又想到了用高压直流输电来代替交流电的使用。尤其是我国的土地面积非常大, 含有丰富的能源, 但是资源的分布极不均匀。比如说, 有2/3的水资源分布在西南西北地区;60%的煤炭资源分布在人口稀疏的西部地区。那些耗电量巨大的东部、中部以及南部地区占有的资源非常短缺, 所以说, 我国对于直流输电的研究工作极度重视。功夫不负有心人, 在1980年左右, 我国终于顺利建成了第一座高压直流输电路线, 这个线路跨度100km, 最大输电容量高达500MW, 这是我国直流输电史上最重要的工程之一。而到了1990年, 第一条双极直流输电工程开始施工并很快投入使用, 相比于之前的500MW, 这条双极直流输电的输电容量达到了1200MW, 解决了长距离输电的难题, 使直流电与交流电搭配共同输电成为可能。2005年, 我国的第一个换流站开始投入使用, 它的输电量、输电电流以及交流电压都达到了从未有过的高度, 从此实现了高压直流输电在交流电网中的应用。
3. 高压直流输电在交流电网中的应用
高压直流输电可以不用考虑两端的交流系统中的相位差问题, 而且它只传送有功功率, 不会因为阻抗和电抗消耗传送的资源。交流电网则可以很方便地运用由其他能源转换过来的电能, 在升压与降压上有高压直流输电没有的优势。所以将两者结合起来, 就可以在很大的程度上节约不可再生的能源。下面我们就针对高压直流输电在交流电网中的应用进行分析介绍。
3.1 提高稳定性
如上所述, 由于交流电网两端的系统需要同步进行, 所以稳定性能特别差, 而高压直流输电因为不用考虑相位差的问题, 具有很强的稳定性。根据优劣互补的原理, 用直流输电把两个交流系统连接到一起, 这样不仅可以把有功功率和无功功率分隔开, 保障功率的利用率, 还能在其中的某一个电网短路的情况下, 利用直流线路将其隔离开, 做到不影响其他电网的正常工作, 最终避免因此而导致大面积停电的现象发生。
3.2 减少输电功率的损耗
众所周知, 交流电网因为有电抗和阻抗的缘故, 会消耗掉大量的输送功率, 而高压直流输电不考虑那些无功功率的影响。所以两者结合之后, 就可以减少甚至避免短路容量的增加, 削弱对断路器的影响, 有利于长距离输电的进行。
3.3 提高可控性
交流电网中的传送功率大小和方向都是不可控制的因素, 与之相反, 高压直流输电的传送功率是特别容易控制的。这样结合之后, 就可以严格按照之前设定好的参数对电网进行控制, 减少两端交流系统对于功率传送的限制作用, 方便了两个电网之间的电能输送。
3.4 减少费用开支
通常, 电量输送都是在比较大的工程中, 而大型的工程肯定会有错综复杂的线路。在单纯的交流电网的线路中, 一般是用三相电来进行电量的输送, 会有很大的费用支出, 相比于交流电网中的线路, 高压直流输电就简单经济很多。因为单、双直流输电只需要几根导线就可以完成, 再加上线路的数量少、宽度低, 所以在整个工程中都不会由于线路问题有很大的花销。这样在进行远距离输电时, 线路越长, 节约的费用就越多。
3.5 故障发生的可能性减小
如果两个交流系统用交流的线路进行连接, 那么在其中的一个系统出现短路故障时, 另一个系统就要发送短路的电路给它, 这样容易造成两个系统的开关出现破坏。与之不同的是, 高压直流输电可以通过可控硅的装置, 快速便捷的调整电路中的输出功率, 不会向已经出现短路现象的线路输送短路电流, 更不会影响电路开关的正常使用。
4. 应用实例
上面已经针对高压直流输电与交流电网结合的优点进行了分析, 不过很多工作人员都不清楚直流电在其中的分布情况, 为了能够对其有一个更好地了解, 下面就以广东电网为例, 介绍一下高压直流输电入地电流在交流电网中的应用。广东电网已经建成了5个高压直流输电系统, 采用单极大地回线的方式传送电能, 而在广东的475个变电站中, 有40多个变电站采用抑制直流分布的措施减少高性能设备的使用。目前, 位于广东的各个电网站点都是利用计算机仿真软件, 来核实录制的电网信息是否属实。利用计算机仿真软件还可以预测不同的直流工程的分布情况, 结果发现, 交流电网的规模越大, 变电站的分布就会相对密集一些, 而直流在所有的线路中所占的比例也就越大。不过利用仿真系统勘测的结果也会有一定的误差, 比如说, 接地运行的110kW系统会影响220kW网络的直流分布, 不过500kW系统的直流分布情况不会发生大的改变。现如今, 并没有一套完全准确的方法可以对高压直流输电入地电流在交流电网中的分布情况进行评价, 所以只能对变压器的参数、110kW系统的运行方式以及中性点串联设备进行严格地控制, 避免由此而引起大的误差。
结语
随着人们生活水平的大幅度提升, 人们对于电量的需求也越来越大, 而如何将可再生的资源转换成日常生活所需的电能, 成了我国亟需解决的问题之一。调查研究发现, 交流电网可以将风能、水流能转化为电能, 但是在电能的传输过程中会造成极大的浪费, 而高压直流输电能够把有用功和无用功分离开, 增大电量传送的利用率, 所以将两者结合起来, 就可以解决交流电网中的很多缺点, 实现国家对于远距离输电的要求, 进而使得人口密集但资源不充沛的地区, 用电难的问题得到缓解。
参考文献
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直流分布 第7篇
在新能源发电技术中,太阳能发电和风力发电单元通过电力电子变换装置连接到公共直流母线上共同为负载供电[1,2,3]。光照较强或是风力较大时,该系统可以将多余的电能储存在电池储能单元供光照弱或风力小的情况下使用[4,5]。当某一个小规模直流分布式系统用电负荷变大,自身存储能量不足以满足负载要求时,如果能够由其他能量充足的相邻的直流分布式系统补充一部分能量,则既可以保证负载正常工作,又大幅提高新能源的使用效率,从而使这种小规模发电系统更具推广性。
由此,本文提出了一种可满足直流分布式系统间能量双向流动需求的DC/DC变换器。由于该变换器为串联谐振型,并且其变压器原、副边各有一个全桥电路,故称之为串联谐振型双重有源全桥变换器[6,7]。该变换器不但具有普通双向DC/DC变换器的特点:它的输入、输出电压极性不变,但电流方向可以改变,从而实现能量的双向传递。同时又具有串联谐振型变换器的优点:由于串联谐振槽的引入,使所有开关管均可实现软开关,从而使能量转换效率更高[8,9]。
1 工作原理
图1给出了串联谐振型双重有源全桥变换器的电路图。其中,VT1~VT4和VT11~VT44构成高频逆变桥,其体内二极管VD1~VD4和VD11~VD44构成不可控整流桥,Lr、Cr构成串联谐振槽,THF为高频变压器,C1、C2为滤波电容。两端分布式直流母线系统分别用U1和U2表示。功率开关管工作在定频(谐振槽固有谐振频率)、定宽(50%占空比)状态。
当能量从U1向U2传递时,称为能量正向传递。反之,则称为能量反向传递。能量正向传递时,前端的全桥开关VT1~VT4处于工作状态,后端的全桥开关VT11~VT44不工作,但是其体内寄生二极管VD11~VD44工作于不可控整流状态。下面将详细分析能量正、反向传递时电路的工作原理。
1.1 能量正向传递
假设谐振电容电压初值为uCr(k);U1和U2在半个谐振周期内保持不变,视为恒压源;开关频率fs与谐振槽固有谐振频率fr相等;谐振槽电阻忽略不计。根据VT1~VT4不同的组合方式及谐振槽能量的变化趋势,串联谐振电路可分成以下3种谐振模式[10,11]。
1.1.1 激励谐振
谐振电流正半周时,VT1和VT4同时在谐振电流过零点处开通,并在下一个过零点关断;谐振电流负半周时,VT2和VT3也同时在过零点处开通,在下一个过零点关断。设谐振槽两端电压为uAB,则
其中,sign()为符号函数,当iLr>0时取1;当iLr<0时取-1。N为隔离变压器的变比,UDC为输入直流电源,uo为输出电压瞬时值。谐振槽两端承受与谐振电流保持同相位的净电压,二者关系如图2所示。
谐振电流在该方波电源激励下逐渐增大,经变压器向负载侧提供的能量也逐渐增加,使输出电压上升,即能量从直流侧流入谐振槽并向负载侧传递。经半个激励谐振周期后,谐振电流及其向负载侧提供的能量为
1.1.2 自由谐振
在自由谐振模式下,当谐振电流处于正半周时,开通VT1或VT4;当谐振电流处于负半周时,开通VT2或VT3。这样谐振电流就有多种回路:正半周VT1和VD2或VT4和VD3;负半周VT2和VD1或VT3和VD4。以VT4和VD3、VT3和VD4开关组合为例,采用VT3、VT4通常实现自由谐振模式。不可控整流桥的工作方式和激励谐振模式时相同。谐振槽两端电压uAB为
谐振槽端电压与电流相位相反,二者关系如图3所示。此时输入直流电压不参与工作,谐振槽向负载提供能量,谐振电流逐渐变小,输出电压下降。经半个谐振周期后,谐振电流及其向负载提供的能量同式(2)。
1.1.3 零自由谐振
各个功率管的开关组合和自由谐振模式下的开关组合方式相同,不同的只是在前半个谐振周期结束时,由于此时谐振电容上电压uCr(k)小于输出电压折算到高频变压器原边的值uo/N,且高频变压器的副边是不可控的整流桥,能量不能回馈。因此,这时谐振槽不能反向起振,谐振电流保持为零,谐振电压保持不变,向负载侧传递的能量也为零。发生零自由谐振模式的电压约束关系为
1.2 能量反向传递
当能量从U2向U1传递时,称为能量反向传递。能量反向传递时,前端的全桥开关VT1~VT4不工作,但是其体内寄生二极管VD1~VD4工作于不可控整流状态,后端的全桥开关VT11~VT44工作于逆变状态。其工作模式分为3种。
a.反向激励谐振:高频逆变桥开关VT11~VT44组合方式与激励谐振模式的高频逆变桥开关组合方式相同,前端全桥开关VT1~VT4全部关断,谐振电流通过其体内反并联的二极管VD1~VD4续流,工作在不可控整流状态。在该谐振模式下,U2作为激励源,U1作为反电势参与变换器工作。此时,谐振槽两端的电压与电流相位相同,谐振电流逐渐变大,输出电压升高。
b.反向自由谐振:高频开关VT11~VT44组合方式与自由谐振相同,VT1~VT4全部关断,谐振电流通过反并联二极管VD1~VD4续流。此时,谐振槽两端电压与电流相位相反,谐振电流在此电势作用下,逐渐变小,输出电压降低。
c.零反向自由谐振:功率管的开关组合和反向自由谐振模式相同,不同在于前半个谐振周期结束时,谐振电容电压uCr(k)
从以上分析可以看出,本文所提出的串联谐振型变换器是以高频谐振电流为基础传递能量的,谐振电流增大,则传输能量增加,谐振电流减小,则传输能量降低。而谐振电流大小的控制则要依靠选择谐振模式来实现。
2 直流分布式母线间能量控制
由于串联谐振型双重有源全桥变换器具有双向传递能量的作用,因此当任何一个直流分布式系统中的直流母线不能正常给负载提供能量时,可以通过串联谐振型双重有源全桥变换器从另一个分布式系统中吸收能量,以使其负载能够正常工作。实质上能量的传递就是在母线之间进行。
当能量从一条母线传递给另一条母线时,输出能量的直流分布式电源系统等效为一个电压源,接受能量的直流分布式电源系统等效为一个负载。为简化分析,利用电压源(U1,U2)与阻性负载(R2,R4)代替2个直流分布式系统,其中R1和R3是U1和U2的等效串联电阻,如图4所示。
控制思想是:首先判断直流母线负载两端电压,确定能量流动的方向。能量流动方向判定后,则串联谐振型双重有源全桥变换器也就确定了能量是正向传递还是反向传递;其次,此时的控制就是串联谐振双重有源全桥变换器的控制,根据其工作原理可知,开关功率管工作在定频、定宽状态,实时跟随,确保所有功率管在谐振电流过零点实现切换是控制的关键所在;最后,由于串联谐振型变换器以高频谐振电流为基础传递能量,而谐振电流大小的控制主要依靠切换谐振模式实现,故采用基于谐振槽的瞬时能量双闭环控制可以使输出电压达到给定值,保证缺少能量端的负载两端电压达到额定工作电压,负载正常工作[12,13]。控制原理框图如图5所示。
2条直流母线间能量传递方向由2个负载两端的电压差ΔU决定,其值为
设定一个参考值δ(表示2条直流母线间发生能量流动的界限值),比较ΔU与δ的值,就可以决定能量的流动方向,如图6所示。
能量流动方向判断原则:
a.ΔU>δ时,输出量为1,则U1向U2传输能量;
b.-δ≤ΔU≤δ时,输出量为0,则U1与U2不传输能量;
c.ΔU<-δ时,输出量为-1,则U2向U1传输能量。
3 实验研究
根据串联谐振双重有源全桥变换器的工作原理和控制方案,搭建了实验电路,该系统由直流电压源、主电路、反馈采样电路、驱动电路等组成,控制算法由DSP实现[14,15]。
在实验中,直流分布式系统使用了直流电压源和纯阻性负载进行等效,直流母线两端的电压为纯阻性负载两端的电压。其主要技术指标为:直流电压源分别为U1=24 V,U2=90 V;直流母线电压(2个负载的端电压)分别为(16±2)V和(70±10)V;滤波电容C1为100 V/1 000μF×3;滤波电容C2为450 V/1 000μF;谐振电感为2.7μH,高频变压器变比N=1:4;谐振电容3.7μF;高频逆变桥主功率器件IXTQ150N15P(150 V/150 A);电路工作频率为50 k Hz。
图7给出了串联谐振双重有源全桥变换器工作在能量正向传递时,高频逆变桥开关管VT4的驱动信号与谐振电流波形。由图可知,开关管工作在零电流开关(ZCS)状态,而且可以实现全程软开关,且与负载特性无关。软开关的实现有利于减小开关损耗,降低电磁干扰EMI(Electro Magnetic Interference)。
图8给出的是能量正向传递时,后端高频逆变桥开关管VT44的驱动信号与谐振电流的实验波形。可知后端高频逆变桥开关管没有驱动信号,其电流流过开关管的体内二极管,工作在不可控整流状态,与理论分析相一致。同时,二极管也工作在零电流开关状态,不存在二极管反向恢复的问题,有利于降低开关应力。
图9给出了能量正向传递时,谐振电流与谐振电容电压的实验波形。
从图9可知,当谐振电流增大时,电路工作在激励谐振模式;当谐振电流减小时,电路工作在自由谐振模式;当谐振电流为零时,此时的谐振电容电压为一个恒定值,因满足公式(4)不能起振,故电路工作在零自由谐振模式。这与理论分析情况相符合。
图10为母线电压U1与U2给自己的负载提供能量,不需要相互传递能量,串联谐振型双重有源全桥变换器不工作时的实验波形,示波器的通道1测量的是U2、通道2测量的是U1。图中显示母线电压U1为16 V,母线电压U2为70 V。
图11所示为负载R2变小后,母线电压U1与U2的实验波形。由图可知,此时电压U1为13.8 V,母线电压U2为65 V。
串联谐振型双重有源全桥变换器反向工作时,U2向U1传递能量,但U2不能提供足够的能量使U1升高到维持负载正常的值,通过增加电压源U2后,电压U1与U2的值如图12所示,此时U1为14.7 V(给定电压值为15 V)使得负载能够正常工作。
4 结论
本文提出了一种适用于直流分布式母线间能量双向传递的串联谐振型双重有源全桥变换器,该变换器功率容量大,且变换效率和可靠性高。输出滤波器仅由电容构成,无滤波电感,所以在换流死区期间无需为电感电流提供续流回路,不会因为滤波电感电流中断而引起开关两端的尖峰电压。采用不同直流分布式系统的母线电压差作为能量流动方向的判断依据,保证了母线间的能量双向流动,同时应用串联谐振槽能量瞬时值控制方法保证了变换器所有的功率开关管工作在零电流开关状态。因此,在新能源分布式发电系统中该变换器具有很高的应用价值。
摘要：为满足直流分布式系统间的能量调度需求,提出了一种新颖的双向DC/DC变换器——串联谐振型双重有源全桥变换器。通过对激励谐振、自由谐振和零自由谐振3种模式的分析,详细介绍了以高频谐振电流为基础传递能量的谐振变换器的工作原理。能量的双向传输是通过控制谐振电流来实现的。以不同母线间的电压差作为能量流动方向的判断依据,给出了基于谐振槽瞬时能量控制的双闭环控制方案。实验验证了串联谐振型双重有源全桥变换器工作原理分析的正确性,同时也验证了所提出的直流分布式母线间能量双向流动控制方案的可行性。研究结果表明,该变换器可双向传输能量,所有开关工作于定频、定宽状态,全程可实现零电流开关,能量传输效率高。